预切槽法开挖黄土隧道的切槽方式研究

王秀英，郑维翰，张隽玮，孟德鑫，王新东

(1.北京交通大学 城市地下工程教育部重点实验室，北京 100044；2.铁道第一勘测设计院集团有限公司，陕西 西安 710043)

我国是世界上黄土分布最广、厚度最大的国家。由于黄土具有强度低、变形大、自稳能力差等特点，在黄土地区隧道施工过程中，需要坚持“预支护、快挖、快支、快闭合”的施工原则，否则黄土地区隧道会在施工过程中产生大变形甚至塌方[1-6]。

针对黄土隧道的特点，我国学者开展了大量的研究。王明年等结合郑西客运专线黄土隧道，研究了深埋黄土隧道围岩压力计算方法[7]；谭忠盛等开展了大断面黄土隧道型钢与格栅的对比性试验[8]；陈建勋等对黄土隧道锚杆的受力机理进行了深入研究[9]；赖金星等结合现场试验，研究了黄土隧道变形规律[10]。这些研究主要立足于将大断面隧道分割成小断面隧道的常规施工方法，但采用该开挖方法，大型机械设备往往难以发挥作用，并且仰拱常常不能及时跟进掌子面，使得“及早闭合”这一原则很难实施[11-12]。

机械预切槽法，是在隧道开挖前采用专门的切槽机械沿着隧道外轮廓线按预定的长度和厚度进行切槽，并及时在槽内喷射或灌注混凝土，使其形成超前衬砌薄壳(预筑拱)，预筑拱可根据实际需要覆盖拱部范围或者整个隧道轮廓(除仰拱外)，待预筑拱达到一定强度后(通常要求4～6 h达到开挖强度)，即可进行下部土体全断面开挖[13]。这种方法在法国、意大利等国家得到了较为广泛的运用。目前我国也已经成功研制出预切槽机械，预计将采用边切槽边灌注的切灌一体化施工模式。但在采用中心轴式预切槽机械进行切灌一体化操作试验过程中发现，当切刀沿隧道轮廓运行到拱部再向下切槽且灌注混凝土时，混凝土因重力作用自然向下流动且难以控制，导致最终总有一半预筑拱存在空洞和凹陷，质量较差，无法满足实际工程现场施工要求[14-15]。因此，为了能在目前的工艺条件下尝试使用机械预切槽法，提出了分段切槽、分段灌注的想法，并且调研发现，欧洲国家在预切槽法发展过程中也曾经有过分段切槽施工的案例。尽管分段切槽、灌注在相邻两段混凝土的连接上是处理难题，但在现场中，采取对接头处已成形的混凝土进行部分切除，然后与新切槽进行整体灌注的措施，最终形成的预筑拱是能够满足施工需要的。

基于国外经验，计划在宝兰客运专线洪亮营隧道现场进行分段预切槽法试验。由于隧道的断面大、轮廓长，不同的切槽分段数目和切槽顺序等切槽方式对地层的扰动还存在较大差异，因此，本文结合具体隧道，采用数值模拟方法模拟不同切槽方式下地层和预筑拱的沉降，以及有无锁脚时预筑拱的受力，研究合理的切槽方式，并在现场开展相关测试，验证分段切槽的可行性，观察预筑拱应力的发展，以期为我国铁路隧道预切槽法的发展提供建议。

1 工程概况

洪亮营隧道全长961 m，最大埋深120 m，预切槽法试验段位于自隧道进口起100 m的长度范围内，平均埋深50 m，地层为第四系中更新统黄土，属Ⅴ级围岩。隧道最大开挖跨度14.42 m，高度8.68 m。切槽方式取顺序3段、顺序5段、顺序7段和跳跃7段共4种，如图1所示，即分别按照图上预切槽标注的数字顺序，在第1段切槽并灌注混凝土后，再进行第2段的切槽和灌注混凝土，以此类推，直至完成全部切槽和灌注混凝土。为了保证相邻2段切槽混凝土的连续性和连接部位的混凝土质量，在灌注下一槽段混凝土时将与其相邻的上一段已成槽段的混凝土侧面切出锯齿状，再灌注该槽段的混凝土。

图1 4种切槽方式示意图

2 数值计算模型

采用有限差分软件FLAC3D建立三维数值模型。根据试验段情况，隧道埋深取50 m，模型长×宽×高为90 m×60 m×102 m，边界条件设置为模型上表面即地表为自由面，模型底部设置竖向约束，前后左右4个面均设置水平约束，围岩和预筑拱均采用实体单元模拟；开挖过程中取仰拱封闭距离为35 m；由此建立的数值模型如图2所示。

根据现场取样及试验数据[15]，确定黄土地层的重度为18 kN·m-3，弹性模量为200 MPa，泊松比为0.2，内摩擦角为22°，黏聚力为43 kPa。

图2 数值模型

每次切槽深度均为沿着隧道纵向切入6 m，切槽段采用C30混凝土进行灌注，切槽形成的预筑拱达到一定强度后进行其下部土体开挖；然后再进行下一环的切槽、灌注和开挖。为了加强预筑拱结构的支撑能力，在每2环预筑拱的相邻处取1 m长的已成形的混凝土进行搭接。考虑到隧道开挖过程中，预筑拱的混凝土强度随着隧道开挖过程逐渐增大，数值模拟过程中，将混凝土弹性模量设置为变量，其值随着隧道的开挖而不断增大。根据国外预切槽法施工情况，假定每3 d完成1环预筑拱(6 m)的切槽、灌注及下部土体开挖，因此假定某1环的混凝土在本环下部开挖时的弹性模量为20 GPa，在随后的1环达到25 GPa，在随后的第2环时达到30 GPa[16]。由于横向切槽分段之间采取了切割部分旧混凝土再灌注新混凝土的措施，数值模拟中没有考虑切槽分段处混凝土的弱化情况。

监测断面取距离隧道开挖起始位置30 m处的横断面，即图2(a)中竖线所在的模型中央处断面，在监测断面上拱顶、拱肩、拱腰和拱脚处布置预筑拱变形与收敛监测点，取地表、地中(覆盖层中部位置)作为地层沉降监测点，监测点分布如图3所示。

3 数值模拟结果及分析

3.1 不同切槽方式下地层和预筑拱的沉降

图4分别给出了4种切槽方式下地层沉降随掌子面推进的变化曲线。图中掌子面位于监测断面之前时其距离则为负，之后则为正；沉降由地表向下时则其值为负。由图4可知：当采用不同方式切槽时，随着切槽段数的增加，地层的沉降逐渐减少；当掌子面距离监测断面30 m时，4种切槽方式下的拱顶沉降分别为84，80，76和78 mm，可见顺序7段切槽方式对于控制拱顶沉降最为有利。

图3 监测断面上监测点的分布

图5给出了不同切槽方式下预筑拱不同部位的收敛变形随掌子面推进的变化曲线，图中收敛值是指隧道左、右监测点变形值的和，并且，若收敛是沿着隧道外轮廓指向隧道内部净空的水平方向发生的则其值为正。当掌子面距离监测断面30 m时，4种切槽方式下预筑拱各部位收敛值的对比如图6所示。

图4 4种切槽方式的地层沉降曲线

图5 不同切槽方式下预筑拱不同部位的收敛变形随掌子面推进的变化曲线

图6 预筑拱各部位收敛变形对比

由图5可知：4种切槽方式下，在掌子面前方约10 m处，预筑拱各部位预收敛已经开始出现，随着掌子面的推进，收敛值逐渐增大，在掌子面后方30 m开始收敛值变化基本保持稳定。由图6可知：预筑拱拱脚、拱腰部位的收敛值均较大，这与模拟时没有考虑采取锁脚措施关系较大；随着切槽段数的增加，预筑拱拱腰的收敛变形有所减少，这主要是由于段数增加时，每1个槽段分割较小，1次开挖变形小且灌注混凝土比较及时；拱肩处收敛值总体不大，变化不明显，而拱脚处收敛随切槽段数增加有少许增长，如顺序5段切槽时拱脚收敛值为117 mm，而顺序7段切槽时拱脚收敛值为126 mm，这主要是由于拱脚是切灌最早施做部位，切槽段数增加时，总体施工时间相对增加，后续施工对拱脚变形的影响时间长。

图7 不同切槽方式下预筑拱不同部位最大主应力随施工过程变化曲线

3.2 不同切槽方式下预筑拱的受力

图7给出了预筑拱不同部位最大主应力随掌子面推进的变化曲线，图中最大主应力沿单元受拉方向时其值则为正，受压方向则为负。由图7可知：4种切槽方式下，拱脚部位的最大主应力随着掌子面的推进变化比较明显，且在掌子面后方3 m位置开始，拱脚部位预筑拱最大主应力就一直处于较高状态，分别达到了2.53，2.82，2.59，2.64 MPa，均超过了C30混凝土的极限抗拉强度2.2 MPa，其他部位最大主应力总体变化不大，且都在安全容许范围之内；掌子面后方10～15 m，即1倍洞径左右范围内，拱脚的最大主应力达到最大，其后最大主应力呈现下降趋势。

图8给出了不同切槽方式下仰拱封闭后掌子面通过监测断面时预筑拱不同部位最大主应力的对比图。由图8可知：此时拱腰、拱肩的最大主应力均为负值，且数值都比较小，拱顶部位出现了拉应力，但数值不大；4种切槽方式下，拱脚部位的最大主应力均超过C30混凝土极限抗拉强度，其他部位受力均在安全范围之内；顺序7段和跳跃7段切槽方式在拱脚处产生的最大主应力相对较小。

图8 预筑拱不同部位最大主应力对比

总体分析可知，从控制地层沉降和减少预筑拱最大主应力的角度来看，顺序7段切槽方式较为有利。

3.3 锁脚对预筑拱受力影响分析

以上计算对应的工况是未对拱脚采取锁脚措施，为了研究锁脚对预筑拱受力的影响，针对顺序7段切槽方式建立拱脚增加锁脚后的计算模型，拱脚锁脚加固模型局部如图9所示，由锁脚锚杆和黄土经过注浆加固之后形成的加固区组成。锁脚锚杆的弹性模量为200 GPa，锚杆长度为6 m；加固区的弹性模量为10 GPa,泊松比为0.23，黏聚力为1.1 MPa，内摩擦角为45°。

图9 拱脚锁脚加固模型

图10给出了拱脚增加锁脚后预筑拱不同部位最大主应力随掌子面推进的变化曲线，为了对比，图11给出了有无锁脚2种情况下预筑拱拱脚部位最大主应力的对比情况。

图10 预筑拱不同部位最大主应力随掌子面推进变化曲线

图11 有无锁脚时拱脚最大主应力对比

由图10可知：拱脚的最大主应力随掌子面的推进，先较快增大，在掌子面后方9 m达到最大值3.48 MPa，然后呈现减小趋势，在掌子面后方30 m趋于稳定，此时达到1.08 MPa，低于C30混凝土极限抗拉强度2.2 MPa；其他部位应力随施工推进变化不明显，且都在安全允许范围之内。

由图11可知：采取锁脚加固后，拱脚的最大主应力明显减小，在掌子面后方30 m处降低到1.08 MPa，低于了C30混凝土极限抗拉强度2.2 MPa，说明采取强有力的锁脚措施，能够有效降低预筑拱拱脚部位的拉应力。另外值得注意的是，预筑拱上的拉应力从掌子面前方即开始发展，到掌子面后方3 m之前拉应力值较小，没有超出C30混凝土极限抗拉强度2.2 MPa。但从掌子面后方3 m开始就一直处于较高状态，不加固拱脚时，达到了2.59 MPa，加固拱脚时达到了2.46 MPa，均超过C30混凝土极限抗拉强度，因此，及时在预筑拱下部设置拱架或采用钢纤维混凝土进行灌注预筑拱是非常必要的，因为钢拱架和钢纤维混凝土可以显著提高预筑拱的抗拉能力。

4 现场监测及分析

4.1 预筑拱应力发展情况

由于预切槽机械在我国的发展尚处于探索阶段，因此在研制的中心轴式预切槽机械组装完成后，为了测试其机械性能，在洪亮营隧道现场进行了切灌试验，如图12所示。为了施工方便，减少接头处理时间，试验采用顺序3段切槽方式，并在施工中进行了预筑拱受力测试。

图12 预切槽施工试验现场

现场试验计划做2环预筑拱，但由于地质灾害造成山体滑坡，所以只做了1环。预筑拱受力测试是从2014年7月26日21:00开始的，到8月14日结束，测得的预筑拱的左拱腰和左右拱脚的应力变化曲线如图13所示。

由图13可知：预筑拱各部位的应力总体呈现增长趋势，拱脚的最大拉应力为3.1 MPa，拱腰的最大拉应力为2.1 MPa，均超过混凝土的极限抗拉强度。这是因为，测点埋设后对隧道只进行了小部分的开挖，因此开挖引起的应力仅占其中一小部分，其余主要与混凝土硬化过程有关。虽然这次试验只做了1环预筑拱，但是观察图13中各测点的应力变化趋势可以发现，拱脚部位易出现拉应力，这与数值计算结果是相吻合的。因此，实际施工中，一定要在拱脚处增加锁脚，并及时对预筑拱进行加固，如及时架设钢拱架，采用钢纤维混凝土来替代素混凝土进行切槽灌注，以提高其抗拉能力，提高结构的稳定性，防止预筑拱发生破坏。

图13 预筑拱在施工过程中的应力变化曲线

4.2 分段切槽的问题及思考

由于目前中心轴式预切槽机械不能很好地完成切灌一体化作业，采取了分段切槽、分段灌注混凝土的模式。试验中发现这种方式在黏质黄土中成槽的稳定性较好，而在砂质黄土中，当切好的槽段不能及时灌注混凝土时，极易坍塌，这样后续灌注的混凝土容易与土搅合在一起，导致形成的预筑拱质量不好，大大影响其强度。同时分段灌注混凝土模式下各槽段的连接也是一个问题，尽管试验中采取了切割接头处已形成的混凝土段再灌注新混凝土的方式，但是试验观察接头处混凝土的质量还是较差。这实际上不能实现预切槽法的初衷“在工作面前方形成一个连续的、起预先支护作用的混凝土拱壳”。因此，尽管分段切槽、灌注的模式在槽段自稳性较好的地层中可以尝试试验，但是我国预切槽技术若要发展，必须在切灌一体化上实现突破。

5 结 论

(1)切槽分段数目增加时，地层沉降和预筑拱的收敛变形都呈减小趋势，从控制地层变形和预筑拱拱顶沉降及边墙、脚部收敛来看，选择顺序7段切槽模式较为合适。

(2)数值模拟结果表明，预筑拱拱脚在4种切槽方式下都会承受较大拉应力，且超过了混凝土抗拉极限强度，其他部位拉应力均在安全范围内，应采取增加锁脚措施以降低预筑拱拱脚部位的拉应力。现场试验也发现，预筑拱拱脚部位的拉应力增长最快，超过了混凝土抗拉极限强度。所以在实际施工过程中，应及时加固拱脚，同时对预筑拱进行加固，提高预筑拱的抗拉能力，防止其结构发生破坏。

(3)现场试验发现，分段切槽、分段灌注模式在黏质黄土中成槽的稳定性较好，而在砂质黄土中很难实现预切槽法在工作面前方形成一个连续的、起预先支护作用的混凝土拱壳的初衷；同时分段灌注混凝土模式下各槽段的连接也是一个尚待解决的问题。因此，我国预切槽技术若要发展，必须在切灌一体化上实现突破。

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